水力式升船機組合閥運行方式優化*

王 蛟，胡亞安，薛 淑，李學義，鞏 炎

(1.重慶交通大學，重慶西南水運工程科學研究所，內河航道整治技術交通行業重點實驗室，重慶西科水運工程咨詢中心，重慶 400016；2. 南京水利科學研究院，通航建筑物建設技術交通行業重點實驗室，水文水資源與水利工程科學國家重點實驗室，江蘇 南京 210029)

為防止閥門損壞導致升船機無法運行等極端事故的發生，水力式升船機控制閥門需要采用多線并行的基本形式來提高運行可靠度。同時，水力式升船機具有以下運行特性[1]：空中運行階段，要求閥門供流量大，盡量提高升船機的運行效率；對接階段，要求閥門控流精確，盡量提高對接精度。景洪工程基于以上要求，采用了“一主兩輔”的組合閥布置形式(圖1)，主閥居中，流量系數較強；兩側為輔閥，過流能力較弱。

圖1 組合閥示意

景洪工程最初采用三岔管來實現三閥并流，但原型觀測發現三岔管振動明顯。后經模型試驗研究發現，在三岔管匯合段會形成“螺旋流”(圖2)，多股水流互沖摻混，流態極不穩定，導致管道強烈振動[2]。景洪工程技術改造利用突擴體來改善活塞閥后的不利流態，減弱水流對管壁的直接沖擊。但不論采用三岔管還是突擴體，并列多閥都存在一個組合閥流量分配問題。多股射流向同一有限腔體內排放水體，在滿足升船機運行特性的基礎上，為了盡量降低多股水流對匯合管段的沖擊影響，如何合理地運行組合閥并分配三閥流量是一個亟待解決的問題。

圖2 發生于閥后叉管匯合處的“螺旋流”

景洪工程組合閥運行方式優化問題的實質是多孔紊動射流問題，由于多孔紊動射流問題涉及孔型、孔間距、流量比等諸多因素，研究關注重點一般為流場結構等全域特性，因此一般采用數值模擬方法進行研究。針對實際工程問題，采用標準k-ε模型一般可以取得較為理想的模擬成果。但由于ε方程未考慮各向異性，對流場的精細研究，例如回流、漩流及分離流等就很難取得理想的研究成果。因此，為了深入研究多孔紊動射流的特性，取得更為精確的成果，需要改進模型。相關數值計算基礎理論方面，國外研究起步較早，成果較多。Lakehal[3-4]、Theodoridis等[5]基于標準k-ε模型，在近壁層湍流應力中引入各向異性假設，其計算結果與試驗資料吻合度有所提高；Rodi等[6]將流場劃分為主流區和近壁區，對不同區域采用不同的計算模型，簡稱“兩層模型”，該方法也提高了模擬精度；Leschziner等[7]和Tsao等[8]利用三維模型對各種渦黏模型和大渦模擬進行了比較，成果表明大渦模擬可以提高模擬精度；Kheirkhah等[9]采用多種湍流模型對三維壁面射流進行模擬研究，成果表明realizablek-ε模型和RSMs模型的模擬精度最為合理。

國內對于多孔紊動射流的相關研究起步較晚，研究內容多服務于實際工程。戴光清[10]基于k-ε模型研究了水墊塘內多股射流的流場特性，涵蓋了入射間距、水股厚度和沖擊角度等；楊忠超等[11]采用VOF法，基于向家壩工程對多股多層水平淹沒射流進行了三維數值模擬，分析該類出流方式的流場結構和消能特性；龍新平等[12]采用Realizablek-ε模型研究多孔射流泵內部的流場結構，并嘗試利用渦動理論分析泵內流體的混合機理；王曉鵬等[13]采用RNGk-ε模型研究不同間距對消力池流態的影響規律；牛萬芬[14]采用RNGk-ε模型對船閘輸水系統三維多孔壁面射流的消能特性進行研究，揭示了單孔、并行雙孔紊動射流的消能機理；高猛等[15]運用兩相流混合模型對橫流中垂直出流式多孔射流進行數值模擬，觀察多孔射流的分叉和融合現象，定量分析了多孔射流的融合位置及其濃度的變化，可為擴散器的理論研究和設計提供可靠的依據；李一明等[16]利用 Realizablek-ε湍流模型研究平行多孔射流的流場特性，分析多孔射流的卷吸與合并作用。

綜上可知，多孔紊動射流的相關研究主要涉及流場結構、速度場、紊動場的分布規律，考慮了孔徑、孔間距、速度比等影響因素，并已取得豐富的研究成果。但多孔紊動射流問題較單孔射流復雜得多，很難得到普適性的理論成果。多孔紊動射流間的相關作用規律、流場結構的產生機理等還有待深入研究。本文依托景洪工程，建立三維受限空間多孔紊動射流模型，研究充水閥門段組合閥的運行優化問題，可供類似工程參考借鑒。

1 數學模型建立

1.1 湍流模型

考慮到模擬范圍內紊動射流對突擴體邊壁的沖擊會形成明顯的回流、渦旋，因此采用可以模擬平均流動中的旋渦流、分離流等復雜流動的RNGk-ε模型作為計算模型[17]。RNGk-ε模型是在標準k-ε模型的基礎上，對ε方程進行了改進，增加了一項Rε。

k方程：

(1)

ε方程：

(2)

式中：ρ為流體密度；k為紊動能；u為速度；μeff為有效黏性系數；Gk為湍流動能；ε為耗散率；t為時間；C1、C2為常數；αk和αε為有效普朗特數。

(3)

1.2 三維模型及網格劃分

數模計算范圍是水力式升船機的充水閥門段，主要包括閥前整流段、組合閥、突擴體和匯合管共4部分。為了更準確地模擬突擴體內部的水力特性，閥前整流段和匯合管段均取為10倍管徑長度，以便穩定進出口邊界條件。組合閥考慮主輔閥的流阻差異，與閥門原型保持一致，中間主閥流量系數較大，兩側輔閥流量系數較小(流量系數≈3:1)，三閥通徑相等，并列排布。三維模型具體尺寸為：閥前整流段半徑×長為0.8 m×8 m，組合閥3臺，閥門通徑為1.6 m，突擴體的長×寬×高為5.7 m×10.2 m×3.2 m，匯合管段半徑×長為1.2 m×12 m。圖3為計算模型的主要組成部分和邊界條件。

圖3 計算模型及邊界條件

計算區域大小約為28 m×10 m×3 m(長×寬×高)，為保證計算精度，同時提高效率，采用混合網格進行網格劃分。對圓管及突擴體等結構較簡單的部分采用結構網格劃分，減少網格數量；對閥門等幾何復雜的部分采用非結構網格劃分，同時對流速較大區域進行網格加密，確保精度。網格劃分過程中，嘗試了多種網格尺度(表1)，網格有效性由閥門流量系數表征，最終通過對比計算精度及效率來確定使用尺度。驗算結果表明模型整體使用0.1 m、局部加密采用0.05 m的網格尺度時的計算效率較佳，精度合適，基本模型的網格單元總數約150萬個。模型網格及局部細節見圖4。

表1 網格有效性驗證

圖4 模型網格劃分

1.3 模型驗證

模型驗證通過與物模試驗相同工況進行對比計算來完成。物理模型同樣基于景洪充水閥門段，適當概化，突擴體采用有機玻璃制作，采用1:10的模型比尺。驗證對比區域選取主閥后突擴體廊道頂沿程測點(1#～7#)，見圖5。

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圖5 模型照片

驗證結果見圖6，橫坐標為測點與閥門出口的距離(L)，縱坐標為壓力水頭(H)。模型試驗結果表明：閥后突擴體—主閥頂測點壓力水頭的時均變化有沿程逐漸增大的趨勢，但整體變幅不大，驗證工況下變幅在1 m水頭以內。相對而言，數模計算結果整體略微偏小，壓力水頭變幅在0.5 m水頭以內，但分布規律相似。計算值整體均略小于試驗值，但偏差不大，驗證工況下最大偏差不超過5%。為保證突擴體段壓力的穩定性，三維模型突擴體后匯合管采用了直管，而試驗模型采用的是彎管。彎管對突擴體水體出流有一定的阻尼作用，將略微增大突擴體段壓力，因此造成了三維模型計算值整體略微偏小。

圖6 驗證計算結果對比

2 計算成果分析

本研究的主要思路是：針對組合閥典型運行方式進行不同流量比的閥門段流場特性三維數值模擬計算，分析其速度場、壓力場等流場水力特性，揭示其流場水力特征；再以典型軸線沿程最大流速(Uo)和閥門通徑(a)為比尺，對各典型工況的流場典型剖面中軸線(圖7)流速分布進行無量綱分析，計算流場均勻度，討論組合閥典型運行方式與流場均勻度的關系，確定組合閥的合理運行方式。主要計算工況見表2。

圖7 流場分析特征軸線

表2 組合閥運行方式研究方案

2.1 典型閥門段水力特性

2.1.1主閥單獨運行

主閥單獨運行時，主閥中軸線沿程水力特性參數無量綱分布見圖8。突擴體段(X=0～3.5a)射流流速迅速增加，在X=1.0a附近達到最大流速，這是活塞閥環狀出流的匯聚過程；壓力先迅速降低，而后基本維持穩定；紊動能在突擴體內部均較小，在匯合管入口附近逐漸增大。匯合管段(X=3.5a～11a)流速沿程逐漸降低，在X=7.0a附近趨于穩定值；壓力從匯合管入口迅速上升，在X=4.5a附近增速有所降低，在X=7.0a附近恢復至穩定值；在X=3.5a～7a段紊動能最強，而后逐漸降低。可見，主閥單獨運行時，射流在突擴體段流速較高、壓力較低、紊動較弱；射流保持較高流速進入匯合管后，對匯合管形成強烈沖擊，流速逐漸降低、壓力逐步回升、紊動明顯增強。說明在景洪工程當前體型下，突擴體長度偏短，主閥射流對匯合管的沖擊較強。

圖8 主閥軸線沿程無量綱水力特性分布

2.1.2輔閥單獨運行

輔閥單獨運行時，閥門段流場結構見圖9。由圖9可知，由于突擴體長度較短，輔閥射流將直接沖擊突擴體迎流面，形成壁面沖擊射流及近壁繞流。水流匯入匯合管時，在管口附近形成明顯的流速梯度，由于管口兩側流速梯度較大，于輔閥出流側形成了穩定的渦旋區。可見，輔閥單獨運行時，射流在突擴體段存在明顯的偏流現象，且偏流強度隨輔閥流量的增加而增強；輔閥偏流斜入匯合管后，在匯合管入口附近將形成穩定的渦旋低壓區，且最低壓力隨輔閥流量的增加不斷降低。

圖9 輔閥單獨運行時閥門段流場結構

2.1.3一主一輔聯合運行

圖10 主閥與1臺輔閥聯合運行時閥門中軸線沿程水力特性

2.1.4三閥聯合運行

三閥聯合運行時，主閥中軸線沿程水力特性的無量綱分布見圖11。由圖11可知，在突擴體段(X=0～3.5a)，主閥射流沿程均保持較高流速，各工況基本無差別；壓力沿程分布較為穩定；紊動能沿程均較小。在匯合管段(X=3.5a～11a)，流量越大，主閥軸線沿程流速下降越快，在X=7a附近達到穩定值；匯合管內紊動較強。可見，三閥聯合運行時，閥門段流場結構較為穩定，閥門單獨運行時存在的突擴體段壓力過低與偏流現象均得到了明顯改善。

圖11 三閥聯合運行時主閥中軸線沿程水力特性

2.2 流場均勻度分析

為定量分析組合閥不同運行方式下閥門段流場均勻性的具體差異，用閥門段橫向剖面的3條橫軸線(X=0.5a、2.0a和3.5a)來代表閥門段內部流場，以流場內最大流速(Uo)和閥門通徑(a)為比尺，對各運行方式下的流速分布進行無量綱分析，計算其均勻度(離散系數)，討論組合閥運行方式與流場均勻性的關系，確定組合閥的最優運行方式。

其中，流場均勻度由離散系數Cv來表征：

(4)

(5)

(6)

離散系數可用于對比均值不同的數據列的離散程度，適用于分析流場的均勻性。離散系數越小，代表均勻度越好。基于流速無量綱化結果，可對每一工況流場特征軸線進行均勻度計算，結果見表3。

由表3可知，各組合閥運行方式下，隨著流量的改變，流場典型軸線的均勻度變化不大，說明流場結構的穩定性，具有代表性；而各組合閥運行方式下流場均勻度的整體差異性則說明了不同運行方式與流場均勻性的對應關系。主閥單獨運行時，流場典型軸線均勻度變化范圍為0.9～2.3；輔閥單獨運行時，流場典型軸線均勻度變化范圍為0.7～2.6；輔閥聯合運行時，流場典型軸線均勻度變化范圍為0.3～1.7；主閥與1臺輔閥聯合運行時，流場典型軸線均勻度變化范圍為0.6～1.6；三閥聯合運行時，流場典型軸線均勻度變化范圍為0.6～1.1。可見，不論是均勻度的變化范圍還是數值大小，在所有運行方式中，三閥聯合運行時流場的整體均勻性最佳。

表3 組合閥典型運行方式下流場特征軸線均勻度統計

3 結語

1)主閥單獨運行時，射流在突擴體段的流速較高、壓力較低、紊動較弱；射流保持較高流速進入匯合管后，對匯合管形成強烈沖擊，流速逐漸降低、壓力逐步回升、紊動明顯增強。說明在景洪工程當前體型下，突擴體長度偏短，主閥射流對匯合管的沖擊較強。

2)輔閥單獨運行時，射流在突擴體段存在明顯的偏流現象，且偏流強度隨輔閥流量的增加而增強；輔閥偏流斜入匯合管后，在匯合管入口附近形成穩定的渦旋低壓區。輔閥聯動時，閥門段流場結構的對稱性較輔閥單獨運行時明顯增強。

3)一主一輔聯動時，閥門段流場結構與流量比相關。主輔閥流量比≈3:1，是閥門段流場結構轉變點；主輔閥流量比>3:1時，主閥射流將主導流場結構，輔閥流量的改變對閥門段流場的影響甚微；主輔閥流量比<3:1時，主輔閥射流間的相互作用明顯增強，閥門段流場穩定性將被破壞。

4)三閥聯動時，兩側輔閥同時出流，增強了流場的對稱性。基于組合閥不同運行方式下的流場典型軸線流速無量綱分布及均勻度分析可知，三閥聯動時的流場均勻度最好，是組合閥最佳的運行方式。